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随着煤矿开采范围和深度的不断增大，出现大量高应力巷道、极破碎围岩巷道、特大断面巷道、动压巷道及沿空巷道等，井下巷道围岩变形破坏不断加剧，巷道的支护愈来愈困难，预应力全长注浆锚索支护得到广泛应用[1]。
目前对全长锚固锚索进行已有研究，从研究方法角度，大致可以分为理论研究、数值模拟及现场验证3种：刘才华等[2]系统分析全长锚固在节理岩体中作用机理，探究其在拉剪作用下的力学特性及变形规律；王文杰等[3-4]分析动载作用下全长锚固锚索力学响应及破坏特征，并采用数值模拟方法分析其在软岩巷道中支护效果；王保田等[5]建立杆体界面位移、轴力及剪力的解析解，并推导出双曲线本构方程；李冲等[6]采用理论分析方法研究预应力全长锚固体受力特征，分析了轴向应力、剪应力与预应力之间关系以及轴向应力与剪应力分布规律；周浩等[7]以中性点理论为基础，导出载荷传递微分方程，并求解得到锚固体界面剪应力和轴向力分布函数；于远祥等[8]建立全长锚与围岩相互作用力学模型，并将关注点向围岩转移，提出应力重分布后围岩破裂力学判据；吴润泽等[9]分析全长锚索载荷、长度及开挖空间尺寸对轴力、剪力及相对位移的影响；陶文斌等[10]对比分析加长锚与全长锚各自优势，提出高预紧力后张法全长锚固支护方法，并计算受力特征及围岩承载能力；孟祥瑞等[11]采用PFC颗粒流数值模拟方法分析锚固剂及锚索弹性模量、锚索载荷等对锚索应力分布的影响；朱万成等[12]准确分析全长锚载荷传递机制，以双曲线剪切模型与线性强化弹塑性模型为基础提出适用于全长锚的数值模型，并验证其准确性；杨计先等[13]采用数值模拟的方法研究了巷硐群大范围连锁破坏机理，提出深浅孔双液注浆配合全长锚固强力锚索的综合加固技术，且现场实践效果良好；颜立新等[14]将超前注浆与高预紧力全长锚固锚索运用于大断面巷硐底鼓治理中，支护效果明显改善；针对淮南矿区深部巷道支护难题，邵德盛等[15-16]、史节涛等[17]在分析预应力全长锚索力学特性的基础上，对比分析端锚与全长锚各自优势，认为预应力全长锚固较端锚支护性能大幅提升，并在淮南矿区成功应用，经济与技术效果显著。但前人对全锚优势的机理鲜有研究。笔者以中性点理论为基础，分析预应力全长注浆锚索与围岩相互作用机制，计算锚索受力特征、围岩变形规律，分析预应力全长注浆锚索对围岩径向及切向变形的控制机理，并在晋城煤业集团有限公司某矿33042巷9号联络巷进行工程应用，验证其支护效果。
巷道开挖后形成自由面，围岩受力由三向变为两向，且初始应力得到释放，围岩发生明显变形。现场实测表明，巷道表面位移较围岩深部大。巷道开挖后，及时采用锚索等方式进行支护，由于锚固剂黏结作用，当围岩与锚索间产生相对位移时，二者之间同时由于摩擦作用而产生轴向力[18]。靠近巷道表面围岩，由于围岩变形大于锚索，锚固体表面剪应力指向巷道自由面；在围岩深部，围岩变形小于锚索，因此锚固体剪应力指向围岩深处[19-21]，如图1所示。
图1 锚索受力及位移
Fig.1 Force and displacement of anchor cable
由此，锚索与围岩相互作用，锚固体界面剪应力分为2部分，且方向相反，故而，在锚索中必然存在剪应力为0的某一位置，该点称为中性点，该点围岩位移等于锚索位移。同时，由剪应力而产生的锚固体轴向拉力必然沿锚杆长度方向呈曲线变化，且在中性点处轴向力最大。
巷道围岩性质、受力及其变形情况，支护系统相关参数(支护密度、预应力等)是锚索受力的重要影响因素。根据锚索-围岩相互作用原理，建立全长注浆预应力锚索力学模型，如图2所示。
r0—巷道半径；R—巷道弹塑性交界半径；β—锚索中性点与巷道中心距离；l—锚索长度；r—巷道围岩中任一点与巷道中心的距离；p—锚索预应力；p0—围岩压力
图2 全长注浆锚索受力分析
Fig.2 Stress analysis of full-length grouting anchor cable
1.2.1 巷道表面围岩位移
以弹塑性力学为依据，锚索作用范围内，巷道围岩依次处于弹性、弹塑性及塑性，随巷道成形时间推移，围岩位移不断增加，塑性区范围扩大，向深部扩展。考虑开挖后围岩分别处于弹性、弹塑性及塑性3种状态，分析巷道围岩变形过程。
1)弹性状态。锚固范围内围岩处于弹性状态几乎只在开挖瞬间存在，对于坚硬围岩，巷道围岩弹性状态可以维持一段时间，据弹性力学，巷道表面位移s为
(1)
其中，弹性状态下：
(2)
式中：E为巷道围岩弹性模量；μ为巷道围岩泊松比。
2)弹塑性状态。随巷道开挖时间推移，锚索作用范围内围岩处于弹塑性状态，此时，A0与弹性及塑性状态有所不同。其中，围岩弹性状态下，A0的表达式为
(3)
式中，σR为弹塑性交界处径向应力。
(4)
(5)
塑性状态下：
(6)
式中，C、φ分别为围岩的黏聚力和内摩擦角。
3)塑性状态。随巷道开挖时间推移，锚固范围内围岩完全进入塑性状态，围岩表面位移为
(7)
1.2.2 围岩径向变形控制
当采用端锚方式时，仅有锚固段与围岩相接触，自由端与孔壁并不接触，围岩变形过程中，弱面扩张，自由段被拉伸。假设拉压杆件服从胡克定律，杆件轴力P=E′SΔl/L，式中，Δl为杆件伸长量；L为约束杆件长度；S为杆件横截面积；E′为杆件弹性模量。对于同一锚索，弹性模量，横截面积为定值，即当杆件伸长量Δl一定时，约束杆件长度L与轴向力P呈反比例函数。
对于全长锚固锚索而言，围岩弱面扩展而受到拉伸时，锚固剂破裂长度即为约束杆件长度，仅为几十毫米[5]，而端锚则为自由段长度。由此可知，全长锚固在约束围岩径向变形方面表现优于端锚。
1.2.3 围岩切向变形控制
围岩发生层间错动时，端锚锚索不能及时发挥抑制作用，只有当岩体发生较大错动，锚索与围岩接触后，锚固构件才能发挥作用，但此时围岩丧失抗剪能力，端锚锚索的加固作用不能同步与围岩自身承载，导致承载结构各个击破。全长注浆锚索与钻孔之间空隙被浆液充满，提高锚索对围岩运动的敏感性，当围岩发生切向错动时，围岩的错动趋势会第一时间传递到锚索与锚固剂，锚索可及时发挥作用，有效抑制围岩错动，如图3所示。由此可知，全长注浆锚索的抗剪能力为锚索与锚固剂抗剪强度之和，可显著提高对围岩切向错动控制能力。
图3 全长锚固锚索锚固机理
Fig.3 Anchorage mechanism of full-length anchorage cable
晋城煤业集团有限公司某矿主采3号煤层，煤层厚度大，平均4.7 m，3304工作面埋藏深度大，盖山厚度578.0～720.0 m，矿山压力大，煤层顶板岩性偏软，岩层水平节理发育、垂直裂隙较多，呈现复合顶板的特性，稳定性差，极易发生离层和水平错动。
直接顶以泥岩和砂质泥岩为主，厚度2.32 m，强度主要集中在26.4～35.2 MPa，单轴抗压强度较小，节理和裂隙发育，内含软弱夹层；之上为厚度0.95 m的细砂岩，层理比较发育，抗压强度为73.2 MPa；再上为泥质砂岩，厚度为1.33 m，坚硬，单轴抗压强度为58.8 MPa；再上为砂岩，厚度为2.8 m，坚硬，单轴抗压强度为71.5 MPa。
煤层直接底为黑色泥岩，厚度1.03 m，薄层状，水平层理发育，具有水平层理，单轴抗压强度为41.3 MPa；之下是细砂岩，厚度为0.99 m，中厚层状，具有水平层理，单轴抗压强度为66.1 MPa；再下面是泥砂互含层。
某矿复合顶板结构为若干层软硬不均岩层交互组成，各岩层强度和刚度不等，分层之间黏聚力很小，弱面发育，在构造应力作用下极易发生层间错动，进而引起顶板离层、错动，导致顶板被剪断，巷道支护较为困难。
从多次地应力测试结果来看，最大水平主应力σH为16.22 MPa，最小水平主应力σh为8.51 MPa，垂直主应力σV为13.2 MPa，属σH>σV>σh型应力场，对巷道顶底板的维护具有不利影响。
该地段地质构造较为复杂，巷道断面大，遇地质构造或复合煤层顶板时，受构造应力影响，顶板破碎，剪切运动导致大量锚索被剪断，进一步加剧了巷道的变形和不稳定性。为此，提出采用全长预应力注浆锚固锚索，实现锚索的全长锚固，提高锚索适应围岩剪切变形的能力，有效维护巷道的稳定。
同时，复合顶板岩层为软硬互层组成，各岩层的强度和刚度不同，极易发生裂隙扩展、层间滑动和离层等有害变形，且某矿复合顶板岩层具有遇风、水易风化的特点，为有效控制巷道复合顶板的变形破坏，将复合顶板组合成一个整体，封堵风化裂隙，在采用全长注浆锚索支护之后，进行顶板注浆处理。
为验证试验效果，在33042巷9号联络巷横贯顶板支护采用全长预应力支护注浆锚索，实现锚索全长锚固，增加锚索对围岩水平剪切运动的敏感程度，提高锚索抗剪切能力。
在33042巷9号联络巷内设置表面位移测站和锚索受力测站，测站间距为20 m，进行2个阶段的矿压监测，即未受采动影响期间和回采期间的矿压监测。
1)表面位移测点布置方式。采用十字布点法安设巷道表面位移监测断面，测点布置如图4所示。
图4 巷道表面位移监测断面布置
Fig.4 Cross-section layout of roadway surface displacement monitoring
2)锚索受力监测。锚索受力采用锚索测力压力枕测量，量程为0～600 kN，测点布置如图5所示。
图5 巷道锚索测力计布置
Fig.5 Layout of roadway anchor cable dynamometer
2.3.1 未受采动影响期间矿压监测分析
1)未受采动影响期间巷道表面位移监测数据曲线如图6、图7所示。
图6 第1测站巷道表面位移
Fig.6 Surface displacement of first station
图7 第2测站巷道表面位移
Fig.7 Surface displacement of second station
上述矿压监测数据，第1测站为普通锚索，第2测站为全长预应力锚固锚索。两测站巷道变形趋势相同，均为巷道开挖初期变形剧烈，之后趋于平缓。第1测站，两帮变形在第13天后趋于平缓，顶底板移近量在第8天后趋于缓和。第2测站，两帮移近在第11天趋于缓和，顶底板移近在第7天趋于缓和。从时间角度分析，全长注浆锚索的支护效果优于普通锚索。
从矿压监测数据来看，两组测站两帮变形相差不大，最大分别为75 mm和65 mm，左帮变形最大，为40 mm和33 mm，全长注浆锚索两帮变形量比端锚锚索减少13.3%。当采用普通锚索支护时，第1测站顶底板变形量20 mm，其中顶板下沉量8 mm，底鼓量占60%，采用全长锚固的第2测站顶底板变形量10 mm，顶板下沉量3 mm，底鼓量占70%，顶板下沉量和顶底移近量均不大，顶底板移近量和顶板下沉量分别减少50%和62.5%。但总体来看，未受采动影响阶段整个巷道的变形均在可控范围之内。
2)未受采动影响时，各测站锚索受力监测数据曲线如图8所示。
图8 锚索受力监测
Fig.8 Anchor cable stress monitoring
从监测数据可以看出，顶板锚索受力均在150 kN以上，其中最小为150 kN，最大为380 kN，锚索受力比较均匀，变动不大，锚索工作状态平稳。未受采动影响阶段，井下观测发现顶板锚索未出现破断现象，全长注浆锚索工作正常。
2.3.2 受采动影响期间矿压观测分析
1)受采动影响期间巷道表面位移监测数据曲线如图9、图10所示。
图9 受采动影响期间第1测站巷道表面位移
Fig.9 Roadway surface displacement of first station during mining period
图10 受采动影响期间第2测站巷道表面位移
Fig.10 Roadway surface displacement of second station during mining period
从图10中可以看出，受采动影响后，巷道变形明显增大，顶底板变形达到208 mm，顶板下沉达到60 mm，其中以底鼓为主，底鼓量占71%；两帮变形达到267 mm，左帮变形为132 mm，巷道变形以两帮变形和底鼓为主，受到明显的采动应力影响。采用全长锚固段的巷道顶底板变形164 mm，顶板下沉42 mm，分别比端锚锚索支护减小21.1%和30%；两帮变形量为208 mm，左帮变形量为98 mm，分别比端锚锚索支护减小22.1%和25.8%。
2)采动影响阶段，锚索受力监测数据曲线如图11所示。
图11 采动影响阶段锚索受力监测
Fig.11 Monitoring of anchor cable stress during mining period
采动影响阶段，锚索受力普遍增大，顶板锚索受力一般在180 kN以上，最大达到420 kN，且锚索受力比较平稳，变动不大，说明锚索工作状态良好。受采动影响期间，未发现锚索破断现象，全长注浆锚索能够很好地解决复合顶板巷道受剪切作用导致锚索破断的问题。
1)基于中性点理论，得到锚索剪应力分布状态，在中性点处锚索与围岩位移相等，锚索剪应力为0，两侧剪应力方向相反。同时，由剪应力而产生的锚固体轴向拉力必然沿锚杆全长呈曲线变化，且在中性点处轴向力最大。
2)根据锚索围岩相互作用机理，理论计算围岩任一点在弹性、弹塑性及塑性状态下巷道表面位移表达式。基于巷道表面位移解析解，分析预应力全长注浆锚索相较于端锚在围岩径向及切向变形控制方面的优势。
3)以晋城煤业集团有限公司某矿33042巷9号联络巷为工程背景，分析未受采动影响及采动影响下预应力全长注浆锚索支护效果。监测结果显示，采用预应力全长注浆锚索，在未受采动影响下，顶底板移近量比端锚锚索减少50%；采动影响下顶底板移近量和两帮移近量分别比端锚锚索减少21.1%和22.1%。
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